煤層底板隱伏陷落柱突水預測及采前注漿加固評價*

謝志鋼，劉啟蒙，柴輝嬋，琚棋定，李競贏，饒家健

(安徽理工大學 地球與環境學院，安徽 淮南 232001)

0 引言

煤系地層巖溶陷落柱(以下簡稱陷落柱)其埋藏具有隱蔽性，突水災害的發生往往具有突發性和強大的破壞性[1-2]，自20世紀60年代，我國開灤范各莊、邢臺東龐、神華駱駝山煤礦、淮北桃園煤礦等相繼發生了多次陷落柱突水事故，人們才逐漸認識到陷落柱突水的嚴重性。淮南煤田地處華北板塊南緣受印支、燕山以及喜山構造旋回的影響，地質條件復雜。區內奧陶系灰巖含水層具有富水性強但不均一、水壓大等特性[3]，當淮南A組煤底板發育有巖溶陷落柱并溝通強底板含水層就會嚴重威脅到A組煤的采掘進程。

目前陷落柱的探明精度較小，一般在25%～50%之間，礦區對于疑似陷落柱的治理辦法往往以預防和綜合治理為主，治理方法主要有留設防水煤柱和對陷落柱內部的注漿改造。針對陷落柱突水問題，國內學者對于陷落柱突水模式及力學機理做了大量的基礎理論研究[4-13]：許進鵬[11]用極限平衡原理研究了柱體活化導水的判據；尹尚先、武強等[14-15]提出厚壁桶理論，解釋了陷落柱采動活化導突水的機理，并給出了活化破壞判據，為陷落柱突水防治工作奠定了理論基礎。

本文利用礦井實例對采動過程中底板圍巖破壞溝通隱伏陷落柱導水模式進行動態模擬，分析其突水模式，預測張集礦突水點位置，給出采前注漿關鍵部位，并對注漿效果進行模擬分析。經過工程實踐，結果表明，分支孔及主孔C311灰無水，封堵效果良好，實現了超前治理過程，避免了張集礦突水事故的發生。

1 研究區概況

張集礦西三1煤采區-600 m太灰疏水巷定向長鉆孔11#孔，鉆孔沿1煤底板的C33下灰巖施工，出水點位置，如圖1(b)所示，與煤層底板垂直距離為45 m，拔鉆后穩定水量220 m3/h，水溫40.5°，關孔后穩定水壓5.9 MPa。出水水源經常規水質化驗為奧灰水。結合礦區綜合物探顯示(見圖2)，西三采區地震反射異常區解釋為疑似陷落柱，陷落柱端蓋與11#孔出水位置一致。

圖1 陷落柱平剖面示意Fig.1 Schematic diagram for plane and profile of collapse column

圖2 地震反射異常區剖面Fig.2 Profile of seismic reflection anomaly area

該出水隱患將影響1612A，1613A工作面采掘活動。根據鉆孔數據分析可知，1613A工作面底板粉砂巖結構完整屬于有效隔水層組，各層灰巖中，以C311層為最厚，平均厚度13.62 m；C33上，C33下層次之，平均厚度分別為7.13，8.06 m；C32，C312層灰巖賦存不穩定。C39～C310層灰巖間距13.80～15.50 m，平均14.63 m，厚度較大且賦存穩定，為C3Ⅱ與C3Ⅲ組灰巖間的區域性隔水層。據揭露太灰全層的鉆孔抽水試驗資料，原始水位標高25.18～27.055 m，單位涌水量q=0.017 4～1.764 l/(s·m)，含水由弱到強。

2 首采工作面采前突水危險性分析

張集礦1613A工作面為張集礦西三1煤采區首采工作面，底板垂向導水通道概化模型如圖1所示，結合圖2物探剖面圖，可以看出陷落柱位于煤層下方45 m位置處，發育位置在C3Ⅰ組灰巖底部并且其根部延伸至奧陶系灰巖當中，陷落柱端蓋呈橢圓狀，短軸直徑35 m，長軸直徑53 m，整體呈長柱狀。

工作面斜長為150 m，陷落柱頂蓋距離煤層45 m，厚度較大，不能滿足厚度與寬度之比小于1/7～1/5的要求，此時應當利用剪切破壞理論分析陷落柱突水的力學機制[14]，假定該處自重應力與巖體埋藏深度呈線性關系，則地應力的水平分量σ0可以由上覆巖體和關鍵層厚度來確定：

(1)

h1=0.700 7+0.107 9L

(2)

式中：θ為內摩擦角，(°)；c為黏聚力，Pa；a為陷落柱半徑，m；h為關鍵層厚度，m；ν為側壓系數；Q為礦山壓力，Pa；H0為工作面頂板垂深，m；h1為底板采動導水破壞帶深度，m；L為壁式工作面斜長，m；γg為隔水層巖體質量體積，kg·m-3；γd為頂板巖體質量體積，kg·m-3。

由式(1)可知，圓柱形陷落柱帽蓋剪切破壞時的臨界水壓值與底板厚度的關系呈二次拋物線方程。工作面地面標高為22.2～22.9 m，工作面標高為-397.9～-510 m，工作面埋深為427～532 m。

通過式(2)計算得，底板破壞深度為1.07 m，有效隔水層厚度h為18.93 m。陷落柱半徑a取15 m，上覆巖體平均重度γd=23 kN/m3，底板泥巖的平均重度為γg=20 kN/m3，側壓系數ν取0.33，取底板泥巖經驗黏聚力為0.6 MPa，內摩擦角為33°，由于開挖切眼引起的礦山壓力為卸壓區，Q值取3.67 MPa。將上述經驗值代入式(1)得水壓力的極限值為4.7 MPa，其值遠小于工作面的水壓值5.32 MPa。該陷落柱發生突水危險性很大。

3 巖溶陷落柱活化數值模擬

3.1 模型建立

1613A工作面底板垂向通道概化數值模型如圖3(a)所示，其長(y方向)×寬(x方向)×高(z方向)分別為400 m×400 m×400 m，巖層傾角近似12°，傾向為x軸負方向。其中，設計采面總長度200 m，每次采寬20 m，主采煤層高6 m，一次采全高。存在陷落柱時，其頂面距煤層底板45 m，陷落柱橫截面為40 m×40 m如圖3(b)所示，陷落柱灰巖段網格單元密度加大。用FLAC3D模擬采面推進過程，計算采用莫爾—庫倫材料本構模型。

模型頂部施加上覆巖層自重應力12.75 MPa，底部和四周邊界位移固定，奧灰巖溶水設置為8 MPa孔隙水壓力。煤層～奧灰含水層可根據厚度、巖性和力學性質的不同劃分成20層。簡化網格，將巖性相近，力學參數相當的巖層劃歸為1個層組，合并后為8個層組，其力學參數如表1所示。陷落柱參數取圍巖參數的10%。

圖3 數值模型Fig.3 Numerical model

表1 巖體物理力學參數Table 1 Physical mechanics parameters of rock mass

3.2 模擬結果

在計算得到模型原初始應力的基礎上，開始對1613A工作面進行模擬開挖，開挖平面從陷落柱上方穿過，從而獲得不同推進條件下底板巖層的最大主應力、垂直應力及塑性破壞變化情況。其中，圖4為圍巖塑性破壞云圖；圖5為圍巖應力變化云圖。

根據圖4和圖5所示，開采前，如圖4(a)所示，圍巖彈塑性變形區主要集中在陷落柱端蓋表現為彈性變形階段，此時應力，如圖5(a)所示，主要集中在陷落柱壁上，集中應力達到16 MPa。陷落柱內部應力較小在6～9 MPa左右，是天然低應力區。

圖4 圍巖塑性破壞云圖Fig.4 Cloud map for plastic failure of surrounding rock

回采到80 m處，如圖4(e)所示，陷落柱端蓋出現剪切破壞但并未與煤層底板塑性破壞溝通；當回采至100 m處，如圖4(f)所示，掘進頂端位于陷落柱正上方，此時陷落柱端蓋與筒壁處都有明顯剪切破壞，煤層底板破壞繼續向下延伸并與陷落柱溝通。從圖5(b)可以看出，煤層底板應力發展與陷落柱圍巖應力開始接觸影響，煤層底板應力向下消散的過程中與陷落柱圍巖應力相互耦合。圖5(c)顯示可以看出，耦合發生后陷落柱內部集中應力中在5～9 MPa之間，而陷落柱筒壁附近被采動過程產生的消散應力所包裹形成中間應力凸出的W型應力分布特征，該W型應力分布使得陷落柱上部筒壁產生明顯應力差(應力差在5 MPa左右)。分析圖4(e)～4(j)可以明顯看出，陷落柱端蓋及桶壁的剪切破壞向下發展直至溝通底部奧灰含水層。綜合分析以上模擬數據，本次1613A工作面陷落柱突水模擬，突水發生在回采掘進前端，陷落柱端蓋附近為巖層脆弱點，即陷落柱C33～C311層灰巖段，導水通道為陷落柱筒壁受剪切破壞而產生的豎向導水通道。

回采后采空區圍巖發生彈塑性變化，塑性破壞深度與回采距離如圖6所示，回采長度在60 m以內時，塑性破壞深度以每回采1 m下探40 mm的速度向下延伸，當塑性破壞深度達到25 m左右，巖性由煤層底板粉砂巖和泥巖轉變為C31層灰巖，破壞區范圍內巖體強度增大，采掘影響深度暫時穩定。

圖5 圍巖應力變化云圖Fig.5 Cloud map for stress variation of surrounding rock

圖6 回采距離與底板塑性破壞深度關系Fig.6 Relationship between mining distance and plastic failure depth of floor

建議礦區治理以對底板陷落柱的注漿改造為主，并配合對太灰含水層的疏水降壓，主要注漿改造層段在陷落柱內部C33～C311層灰巖段。

4 注漿效果評價

按照注漿工程設計方案，向陷落柱上部和中部(C33～C311層灰巖部位)進行注漿加固，注漿終壓要超過奧陶系灰巖含水層靜止水壓的1.5倍即大于9 MPa，漿液流量小于3.6 m3/h且穩定時間不低于30 min，設計注漿量5 100 m3，注漿量按治理范圍外延10 m(長軸72 m，短軸53 m)以及目的層段灰巖厚度57 m，裂隙率按3%計算所得，注漿加固體物理力學參數如表2所示。

采用FLAC3D模擬對注漿后開采過程進行了模擬，圖7、圖8分別為模擬底板垂直導水通道注漿加固后開采工作面推進不同距離時圍巖塑性變形區與圍巖應力對比圖，結合圖4所示，注漿改造后回采初期煤層底板彈塑性破壞規律與未注漿改造前一致，當開采距離推進100 m時，如圖7(f)所示，煤層底板塑性破壞區范圍主要集中在砂質泥巖底板處，陷落柱僅端蓋處產生剪切破壞且未與底板破壞區溝通。當開采距離推進到180 m處時，煤層底板彈塑性破壞區趨于穩定，穩定深度在38 m，陷落柱端蓋位置出現明顯剪切破壞，但陷落柱筒壁未出現豎向破壞通道，陷落柱中下部位完整穩定。從圖8可以看出煤層底板應力消散區將陷落柱端蓋包裹，影響深度并未向下延伸，陷落柱端蓋附近應力差在2～5 MPa。注漿改造能很好的維持陷落柱中下部巖體穩定，封堵陷落柱豎向導水通道。

表2 注漿加固體計算參數Table 2 Calculation parameters of grouting reinforcement mass

圖7 注漿改造后煤層開挖圍巖塑性破壞云圖Fig.7 Plastic failure diagram of surrounding rock in coal seam excavation after grouting

圖8 注漿改造后煤層開挖圍巖應力變化云圖(回采180 m)Fig.8 Stress variation diagram of surrounding rock in coal seam excavation after grouting (Digging 180 meters)

實際觀測結果顯示，陷落柱中部沒有涌水，與模擬結果一致，說明注漿有效。

5 結論

1)利用剪切破壞理論分析陷落柱突水的力學機制，該陷落柱的實際水壓(5.32 MPa)大于底板突水的安全水壓(4.7 MPa)，結合數值模擬分析，進一步確認了該陷落柱突水方式與經驗公式假設相一致，突水風險性較大。

2)結合FLAC3D數值模擬方法概化采區模型，模擬結果顯示陷落柱上方巖體的采掘活動導致陷落柱附近巖體失穩，桶壁位置容易產生局部剪切破壞導致陷落柱活化突水。

3)將現場注漿方案結果進行數值概化模擬分析可知，注漿后的陷落柱內部結構穩定，在回采過程中能起到很好的支撐維護作用，現場打孔觀測顯示無涌水發生，說明其封堵效果良好。

4)利用理論公式對實際生產過程中可能發生的底板陷落柱突水問題進行預測，并結合數值模擬對發生陷落柱突水過程及注漿效果進行模擬，不僅驗證了經驗公式對于指導實踐過程的重要意義，還為礦區陷落柱綜合治理提供新的研究方法。